La verifica a liquefazione secondo le NTC 2008
Eros Aiello
1
VERIFICA A LIQUEFAZIONE NELLE NTC
7.11.3.4.1 Generalità
Il sito presso il quale è ubicato il manufatto deve essere stabile nei confronti della
liquefazione, intendendo con tale termine quei fenomeni associati alla perdita di
resistenza al taglio o ad accumulo di deformazioni plastiche in terreni saturi,
prevalentemente sabbiosi, sollecitati da azioni cicliche e dinamiche che agiscono in
condizioni non drenate.
Se il terreno risulta suscettibile di liquefazione e gli effetti conseguenti appaiono tali da
influire sulle condizioni di stabilità di pendii o manufatti, occorre procedere ad interventi
di consolidamento del terreno e/o trasferire il carico a strati di terreno non suscettibili di
liquefazione.
In assenza di interventi di miglioramento del terreno, l’impiego di fondazioni profonde
richiede comunque la valutazione della riduzione della capacità portante e degli
incrementi delle sollecitazioni indotti nei pali.
Adapazari,1999 (Turchia):
Riduzione della capacità
portante
Anchorage,1964 (Alaska):
Movimenti di massa rapidi
2
VERIFICA A LIQUEFAZIONE NELLE NTC
Le attuali NTC e la revisione in corso delle stesse:
7.11.3.4 .2 Stabilità nei confronti della liquefazione
La verifica a liquefazione può essere omessa quando si manifesti almeno una delle seguenti
cinque circostanze:
1. eventi sismici attesi di magnitudo M inferiore a 5 ; (è la Magnitudo Momento Mw)
2. accelerazioni massime attese al piano campagna in assenza di manufatti (condizioni di
campo libero) minori di 0,1 g; (agmax )
3. profondità media stagionale della falda superiore a 15 m dal piano campagna, per piano
campagna sub-orizzontale e strutture con fondazioni superficiali (misura riferita al valore
medio stagionale. Nell’EC 8, invece, si fa riferimento alle condizioni prevalenti durante il
periodo di vita dell’opera);
4. depositi costituiti da sabbie pulite con resistenza penetrometrica normalizzata (N1)60 >
30 oppure qc1N > 180 dove (N1)60 è il valore della resistenza determinata in prove
penetrometriche dinamiche (Standard Penetration Test) normalizzata ad una tensione
efficace verticale di 100 kPa e qc1N è il valore della resistenza determinata in prove
penetrometriche statiche (Cone Penetration Test) normalizzata ad una tensione efficace
verticale di 100 kPa;
3
5. distribuzione granulometrica esterna alle zone indicate nella Figura 7.11.1(a) nel caso di
terreni con coefficiente di uniformità Uc* < 3,5 ed in Figura 7.11.1(b) nel caso di terreni
con coefficiente di uniformità Uc > 3,5.
Fig. 7.11.1(a) - Fusi granulometrici di terreni suscettibili di liquefazione.
*UC rapporto D60/D10, dove D60 e D10 sono il diametro delle particelle corrispondenti rispettivamente al 60% e al 10% del
passante sulla curva granulometrica cumulativa
4
CIRCOSTANZE DI ESCLUSIONE DALLA VERIFICA:
Fig. 7.11.1(b) - Fusi granulometrici di terreni suscettibili di liquefazione.
1. eventi sismici attesi di magnitudo M inferiore a 5 ;
2. accelerazioni massime attese al piano campagna in assenza di
manufatti (condizioni di campo libero) minori di 0,1 g; (è l’agmax =
ag.Ss.ST free field)
3. profondità media stagionale della falda superiore a 15 m dal
piano campagna, per piano campagna sub-orizzontale e strutture
con fondazioni superficiali (misura riferita al valore medio
stagionale. Nell’EC 8, invece, si fa riferimento alle condizioni
prevalenti durante il periodo di vita dell’opera);
4. depositi costituiti da sabbie pulite con resistenza penetrometrica
normalizzata (N1)60 > 30 oppure qc1N > 180 dove (N1)60 è il valore
della resistenza determinata in prove penetrometriche dinamiche
(Standard Penetration Test) normalizzata ad una tensione efficace
verticale di 100 kPa e qc1N è il valore della resistenza determinata
in prove penetrometriche statiche (Cone Penetration Test)
normalizzata ad una tensione efficace verticale di 100 kPa;
5. distribuzione granulometrica esterna alle zone indicate nella
Figura 7.11.1(a) nel caso di terreni con coefficiente di uniformità Uc
< 3,5 ed in Figura 7.11.1(b) nel caso di terreni con coefficiente di
uniformità Uc > 3,5.
Quando le condizioni 1 e 2 non risultino soddisfatte, le indagini geotecniche devono essere
finalizzate almeno alla determinazione dei parametri necessari per la verifica delle condizioni
3, 4 e 5
(NTC 2014 - revisione in corso)
Quando la condizione 1 non risulti soddisfatta, le indagini geotecniche devono essere
finalizzate almeno alla determinazione dei parametri necessari per la verifica delle condizioni
2, 3 e 4.
5
Salvo utilizzare procedure di
 analisi avanzate,
la verifica può essere effettuata con  metodologie di tipo storico-empirico in cui il
coefficiente di sicurezza FS viene definito dal rapporto tra la resistenza disponibile alla
liquefazione CRR e la sollecitazione indotta dal terremoto di progetto CSR.
Resistenza alla liquefazione del terreno o rapporto di resistenza ciclica
Carico indotto dal sisma o rapporto di stress ciclico
La resistenza alla liquefazione CRR può essere valutata sulla base dei risultati di prove in sito
o di prove cicliche di laboratorio.
La sollecitazione indotta dall’azione sismica CSR è stimata attraverso la conoscenza
dell’accelerazione massima attesa alla profondità di interesse.
L’adeguatezza del margine di sicurezza nei confronti della liquefazione deve essere valutata e
motivata dal “progettista”.
Circolare n.617/2009 del CSLP - C7.11.3.4
Stabilità nei confronti della liquefazione
z sicurezza nei confronti della liquefazione può essere valutata con procedure di analisi
La
avanzate o con
 metodologie di carattere semi-empirico (Metodi semplificati).
6
(Ripreso e modificato da C. Madiai, 2012)
7
METODI DI TIPO STORICO- EMPIRICO
(qualitativi o semiquantitativi)
Metodo storico
La liquefazione tende a ripetersi negli stessi siti ove ci sono notizie storiche che tali fenomeni si
sono già verificati.
8
Metodo geologico
Suscettibilità alla
liquefazione
Probabilità di
liquefazione
9
Metodo composizionale
(da Ishihara, 1993)
distribuzione granulometrica
forma delle particelle
diametro medio
percentuale di frazione argillosa e limosa
plasticità della frazione argillosa e limosa
Ip = LL - Lp
10
Un livello composto da limo e argilla può
subire liquefazione in condizioni sismiche
in corrispondenza di eventi sismici
particolarmente intensi.
Se l’indice plastico è superiore a 10
(EC 8) o a 12 (Sancio, 2006) la verifica
alla liquefazione potrà essere
omessa.
(da Boulanger e Idriss,2006)
11
(R.B. Seed, 2003)
Ip = 12
Metodo di stato fisico
(Sancio, 2006)
La suscettibilità alla liquefazione è influenzata
(v. oltre) da:
-densità relativa
-pressione di confinamento media
-altri parametri indicativi del comportamento
contrattivo o dilatante
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METODI SEMPLIFICATI (quantitativi )
di carattere semi-empirico
Sono validi in condizione free-field e per aree
sub-pianeggianti e possono permettere una
verifica di tipo puntuale o una verifica di tipo globale.
Verifica di tipo puntuale
La sicurezza alla liquefazione (valutata localmente, a diverse profondità) è data da:
Resistenza alla liquefazione del terreno
Carico indotto dal sisma
dunque dal rapporto tra resistenza ciclica alla liquefazione, CRR = tf/s’v0 e sollecitazione
ciclica indotta dall’azione sismica, CSR = tmedia/s’v0.
La resistenza ciclica alla liquefazione CRR può essere valutata da prove cicliche di laboratorio o
da correlazioni empiriche basate su risultati di prove e misure in sito.
La sollecitazione ciclica CSR è connessa alla conoscenza dell’accelerazione orizzontale
massima, ossia alla massima tensione tangenziale indotta dall’azione sismica alla profondità
considerata tmax, che può essere determinata direttamente, da analisi di risposta sismica locale
(RSL), o indirettamente, da relazioni empiriche, in funzione dei caratteri del moto sismico atteso
al sito.
13
14
Cs
s’vo in daN/cm2
15
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 Step 3 - Uso degli abachi di liquefazione
La verifica viene effettuata utilizzando degli abachi nei quali in ordinata è riportata la
sollecitazione ciclica CSR e in ascissa una proprietà del terreno stimata dalle prove in sito (prove
penetrometriche statiche qc o dinamiche Nspt o misure in sito della velocità di propagazione
delle onde di taglio Vs). Negli abachi, una curva separa stati per i quali nel passato si è osservata
la liquefazione da quelli per i quali la liquefazione non è avvenuta.
o (CRR)
Abaco per sabbie pulite Mw=7.5
(Robertson & Wride, 1997)
(CRR)
curva di resistenza
a liquefazione
(normalizzata)
SPT
della prova
SPT,
oppure qc(CPT), Vs
parametri di resistenza misurati
in sito
(corretto e normalizzato)
RAPPORTO DI RESISTENZA CICLICA
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Gli abachi fanno riferimento a terremoti Mw = 7.5. Per magnitudo Mw diverse
da 7.5, CRR 7.5 va scalato utilizzando un fattore CM (o MSF).
Fattore CM
Di fatto si applica a CRR7.5 un fattore di scala CM (o MSF che va a dividere CSR) in
modo che si abbia:
CRR > CRR7.5 per Mw < 7.5
CRR < CRR7.5 per Mw > 7.5
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Relazione fra sforzo ciclico equivalente (rapporto di resistenza ciclica)
CRR, normalizzato alla pressione geostatica verticale efficace,
capace di indurre liquefazione e NSPT corretto
0.6
0.5
Percentuale fini = 35% 15%
>5%
CRR 0.4
Liquefazione
tm/s'vo
0.3
0.2
Non liquefazione
0.1
0.0
0
10
20
30
-0.1
40
50
Fig. a
VALUTAZIONE DI CRR7.5
Le correlazioni in fig.a si
riferiscono a :
.Terremoti di magnitudo M=7.5
.Sabbie pulite e sabbie con fine
compreso fra il 5% ed il 35%
.profondità <15 m da p.c. e falda a
p.c.
In ascisse i valori di Nspt corretti
tenendo conto delle s eff. e del
livello di energia trasmesso al
campionatore;
in ordinata il rapporto che
esprime le sollecitazioni di taglio
equivalente generate dal sisma.
Le curve limite separano il
dominio di non liquefazione
(in basso a dx) da quello di
liquefazione (in alto a sx)
(N1)60
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DEFORMAZIONE VOLUMETRICA INDICATIVA e (%)
Fig. b
VALUTAZIONE DI CSR
0.6
10 5 4
0.5
3
e =1 %
2
Lo sforzo di taglio ciclico
equivalente, normalizzato alla
pressione
verticale
efficace
esistente in sito, generato dal
terremoto
di
progetto
alla
generica profondità z è stimato
mediante l'espressione seguente:
0.5
tm / s'vo = 0.65 (amax/g) (svo/s'vo) rd
0.2
0.4
ama x = accelerazione massima a livello piano campagna
g
0.1
0.3
svo
accelerazione di gravità
=
=
pressione geostatica verticale totale alla generica
profondità z
pressione geostatica verticale efficace alla generica
profondità z
s'vo =
0.1
0.0
0
10
20
30
40
{
Liao and
CSR = tm/s'vo
rd
0.2
(1-0.00765 z)
per z  9.15 m
Whitman [1986b]
(1.174 - 0.0267 z) per 9.15 < z  23 m
Coefficiente di riduzione della rigidezza
con l’aumentare della profondità z
50
(N1)60
Relazione fra sforzo ciclico equivalente, normalizzato alla pressione geostatica verticale efficace, capace di indurre liquefazione, (N1)SPT
corretto e ev, (deformazione volumetrica =D HI /HI per sabbie pulite e per terremoti di magnitudo M=7.5 . Il cedimento sismico è dato da
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s=S(DHI/HI) HI
DA CPT
RESISTENZA CICLICA CRR
SFORZO DI TAGLIO CICLICO EQUIVALENTE
CSR
21
22
Diagramma di flusso per il calcolo
del CRR7.5
(P. K. Robertson e K.L. Cabal - 2012).
Il diagramma di flusso mostra la procedura
completa per la valutazione del CRR, in cui si vede
come i fattori che influenzano questa grandezza
sono la qc, la fs, gli stati tensionali nel terreno ed in
misura minore ed indiretta la pressione interstiziale
u.
L’attrito laterale viene utilizzato per la indicizzazione
del tipo di terreno Ic, che ne definisce la
litologia o, più correttamente, il comportamento
(SBT). È infatti ormai accertato, che la presenza di
materiali fini (limi e argille) inibisce lo sviluppo delle
sovrappressioni interstiziali che, durante il sisma,
possono portare a liquefazione i terreni.
Fondamentale quindi, nello sviluppo della
valutazione della resistenza ciclica dei terreni
proposta da Robertson, è anche la determinazione
del cosiddetto attrito laterale , che nella prova
penetrometrica statica è, in rapporto alla resistenza
alla punta, direttamente proporzionale alla coesione
dei terreni incontrati, quindi al loro contenuto in
fini.
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RESISTENZA CICLICA CRR da misure di Vs
Depositi non cementati di età olocenica per
Mw=7.5
(Andrus e Stokoe, 2000)
Vs1 = CV. Vs
CV = (pa/s’v) ^ 0,25
pa = 100 kPa, press. atm.
s’v in kPa, press. vert. effic.
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RESISTENZA CICLICA CRR da prove di laboratorio
Taglio semplice ciclico
CRRsito=0.9 (t/s’v)
Prove triassiali cicliche
CRRsito=0.9 Cr ( s’d / 2s’3)
Cr=fattore di correzione
- per K0= 0.4 Cr = 0.57
- per K0= 1.0 Cr = 1.0
Se sono presenti sovraccarichi ed il piano campagna è
inclinato, la verifica a liquefazione va effettuata con
l’impiego di metodi avanzati.
Si possono utilizzare, in prima approssimazione, i metodi
semplificati, stimando CRR tramite la relazione di Boulanger
2003, e Boulanger e Idriss, 2004:
dove:
CRRs=1,=0 = valore di CRR per stato tensionale geostatico e p.c. orizzontale
Ks = fattore che tiene conto dell’entità delle tensioni efficaci
K = fattore che tiene conto dell’inclinazione del piano campagna.
25
K = fattore che tiene conto dell’inclinazione
del piano campagna.
p.c.
p.c.
Ks = fattore che tiene conto
dell’entità delle tensioni efficaci
 = tst/s’v
tst = tensione tangenziale statica agente
sul piano di interesse
s’v = tensione efficace verticale
Dr = densità relativa
Q = parametro dipendente dalla composizione
mineralogica (Q=10 per quarzo e feldspati, Q=8
per calcare, Q=7 per antracite e Q=5.5 per gesso)
P’ = tensione efficace media
pa = pressione atmosferica ( 100 kPa)
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Verifiche globali
Nelle verifiche di tipo globale, dopo avere valutato l'andamento con la profondità di CRR e
CSR, si stima il potenziale di liquefazione su tutta la colonna stratigrafica.
Dunque, si valuta preliminarmente il profilo della sollecitazione e della resistenza ciclica, CSR e
CRR, e, per l’intervallo di profondità in esame, il potenziale di liquefazione IL (v. oltre),
funzione dell’area racchiusa tra i due profili. La suscettibilità nei confronti della liquefazione,
valutata in base ai valori assunti dal potenziale di liquefazione, è così riferita ad uno spessore
finito di terreno piuttosto che al singolo punto.
Tali procedure sono valide per piano di campagna sub-orizzontale. In caso contrario, la
verifica va eseguita con studi specifici.
Se le verifiche semplificate sono effettuate contemporaneamente con più metodi, si deve
adottare quella più cautelativa, a meno di non giustificare adeguatamente una scelta diversa.
La sicurezza nei confronti della liquefazione deve essere effettuata utilizzando i valori
caratteristici delle proprietà meccaniche dei terreni. L’adeguatezza del margine di sicurezza
nei confronti della liquefazione deve essere valutata e motivata dal progettista.
Al fattore di sicurezza viene assegnato generalmente un valore minimo in funzione del tipo di terreno. Si
assume:
- per sabbie medio-dense => Fs ≥ 1,3;
-per sabbie medio-sciolte => Fs ≥ 1,5.
Secondo le normative europea (EC8) e italiana è suscettibile di liquefazione un terreno in cui
lo sforzo di taglio generato dal terremoto supera l'80% dello sforzo critico (CSR > 0.80 CRR)
che ha provocato liquefazione durante terremoti passati e quindi deve risultare FS <1,25
perché ciò avvenga.
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Pertanto, il valore minimo del Fattore di sicurezza alla liquefazione è Fs > 1.25.
Si definisce un indice sintetico per quantificare il rischio di liquefazione in corrispondenza
dell’intera verticale. A tale scopo viene di norma utilizzato un Indice del potenziale di
liquefazione IL (Iwasaki, 1978):
Indice del Potenziale di liquefazione IL
con :
n = numero intervalli di calcolo di Fs lungo la verticale;
F = (funzione del fattore di sicurezza) 1 – Fs per Fs <1 ed F = 0 per Fs>1 (Fs = fattore di sicurezza)
Dz = spessore intervallo di calcolo;
W(z) = 10 – 0,5z, con z = profondità di calcolo (max 20 m);
Il rischio di liquefazione, associato all’Indice del potenziale di Liquefazione IL, si
desume dalla seguente tabella:
IL
RISCHIO DI LIQUEFAZIONE
IL = 0
MOLTO BASSO
0<IL< 2
BASSO
2<IL<5
MODERATO
5<IL<15 ALTO
15<IL
MOLTO ALTO
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Metodi avanzati
Si deve tenere conto della natura polifase dei terreni, considerando l’accoppiamento tra fase
solida e fase fluida, e si deve descrivere adeguatamente il comportamento meccanico delle
terre in condizioni cicliche.
I metodi di analisi avanzata si basano su analisi 1-D o 2-D della Risposta Sismica
Locale(RSL) e determinano l’andamento degli sforzi e delle deformazioni di taglio
indotti dall’azione sismica di progetto all’interno del deposito.
I più evoluti tra questi tengono conto all’interno del deposito dell’ accumulo delle pressioni
interstiziali durante il sisma, della dissipazione delle pressioni interstiziali durante e dopo
l’evento sismico e richiedono di conseguenza:
 l’impiego di codici di calcolo numerico di una certa complessità
 l’esecuzione di specifiche prove dinamiche in sito e di prove cicliche di laboratorio per la
definizione del modello geotecnico.
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Le analisi possono essere effettuate:
Metodi avanzati 2-D
◊ in tensioni totali, con codici di calcolo tipo SHAKE, STRATA , oppure con codici tipo NERA .
Trattasi in effetti di metodi in un certo senso semplificati in cui FS è valutato determinando CSR
con un’analisi della RSL e CRR mediante prove cicliche di laboratorio;
◊ in tensioni efficaci, con codici di calcolo tipo DESRA, valutando contemporaneamente il carico
sismico (CSR) e la resistenza (CRR).
La sicurezza nei confronti della liquefazione può essere valutata anche in termini di Du /s’0.
Metodi avanzati 2-D
Le analisi sono generalmente condotte:
- in tensioni efficaci
-con metodi agli elementi finiti o alle differenze finite
-utilizzando legami costitutivi elasto-plastici
Particolare attenzione va posta nel caratterizzare :
- l’azione sismica di riferimento
- la geometria del sottosuolo
- il comportamento dei terreni attraverso prove in sito e laboratorio
http://cyclic.ucsd.edu riporta esempi di analisi 1-D e 2-D.
30
LA LIQUEFAZIONE
Cosa è
Quali
Quando
effetti
avviene
produce
31
LIQUEFAZIONE:
Cosa è
In senso stretto la liquefazione è il fenomeno che determina una repentina
diminuzione di resistenza al taglio e rigidezza del terreno causata dai carichi
ciclici e dinamici indotti da un terremoto, con immediata manifestazione di
deformazioni plastiche significative, e sovrappressioni interstiziali ∆u .
Se le pressioni interstiziali uguagliano le tensioni di contatto σ’ tra particelle, il
terreno si trasforma immediatamente in un liquido pesante o fluido viscoso.
t = c + s’ tg = c + (sv0-u-Du) tg
In senso lato con il termine “liquefazione” si fa riferimento a diversi fenomeni fisici
quali la fluidificazione, la mobilità ciclica e la liquefazione ciclica, (Robertson e Fear,
1996) , verificatisi in materiali non coesivi saturi durante l’applicazione di carichi
dinamici e ciclici in condizioni non drenate.
32
(Ridis. da C.Madiai, 2012)
Fluidificazione o Liquefazione di flusso (Flow liquefaction): si verifica quando in un deposito
che ha subìto liquefazione lo sforzo di taglio statico applicato (eventuale) supera la resistenza
residua del terreno  Deformazioni permanenti elevate, frane, collasso di fondazioni e
opere di sostegno.
Mobilità ciclica (Cyclic mobility): l’aumento delle sovrappressioni interstiziali non è in grado di
annullare lo sforzo efficace agente. Tuttavia si manifestano rilevanti deformazioni.
Può verificarsi soprattutto, ma non solo, quando livelli liquefacibili sono posti lungo pendii
acclivi  Deformazioni permanenti limitate, spostamenti laterali, cedimenti e frane.
Liquefazione ciclica (Cyclic liquefaction): l’aumento delle sovrappressioni interstiziali è tale da
33
annullare lo sforzo efficace agente. E’ un caso particolare di mobilità ciclica.
Un deposito sciolto tende a liquefarsi anche applicando una serie di cicli di carico di modesta
entità, purché prolungati nel tempo.
Se la deformazione di taglio  indotta dalla sollecitazione è maggiore di v, soglia di
deformazione volumetrica, la sovrappressione interstiziale media Du è progressivamente
crescente: max > v
v è correlabile con l’indice plastico Ip e
tende a crescere con l’aumentare di questo.
Nei terreni limoso-sabbiosi, quindi, la soglia
di deformazione volumetrica è più bassa
rispetto ai terreni argillosi e si colloca
indicativamente fra lo 0,01% e lo 0,07%.
Il fenomeno della liquefazione in prima
approssimazione si manifesta nel momento
in cui max raggiunge valori dell’ordine del
2,5-3,5%.
la resistenza al taglio può ridursi drasticamente fino ad annullarsi (per Du = s’ iniziale) e il
terreno tende a comportarsi come un fluido viscoso o liquido pesante.
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LIQUEFAZIONE:
Quando avviene
Predisposizione del terreno alla liquefazione (influisce su s’ iniziale):
-Dr < 60% densità relativa
-diametro medio 0.02 mm< D50<2mm
-strato potenzialmente liquefacibile posto a profondità <15-20 m
da p.c.
-profondità della falda < 15.0 m
-tenore di fini (diametro < 0.005 mm) < 15%
Caratteristiche dell’azione sismica inducenti liquefazione (su Du):
-Magnitudo momento Mw > 5
-ag max > 0.1 g accelerazione massima attesa al p.c. free field
-durata 15-20 sec
Caratteri geologici , geotecnici e sismici (influenzano il fenomeno)
-esistenza e spessore di strati non liquefacibili superficiali
-strati drenanti intercalati ai depositi non coesivi liquefacibili
-condizioni di drenaggio parziale o completo
-stato tensionale efficace iniziale
-comportamento contraente(contrattivo) o dilatante, funzione
dello stato di addensamento (Dr , e) e della pressione media
efficace di confinamento (s0)
-distribuzione granulometrica (D50, Uc, CF)
-storia tensionale (OCR)
-grado di saturazione (Sr)
-sforzi di taglio statici preesistenti e resistenza residua (tD , t r)
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-ampiezza dello sforzo di taglio ed inversione degli sforzi
-presenza di paleoalvei o alvei recenti
-zone paludose o bonificate
-arginature e paleoarginature
-piane di esondazione
-litorali, apparati dunari ed interdunari
-depositi sabbiosi pleistocenici e
olocenici sciolti con profondità della
falda < 15.0 m
36
S. Carlo - Siti di liquefazione. (Ripreso da L. Calabrese, L. Martelli, P. Severi,2012)
LIQUEFAZIONE:
Quali effetti produce
Gli effetti della liquefazione sono i seguenti:
Notevoli
oscillazioni e
rotture del terreno
Abbassamenti e
sollevamenti del
terreno
Lateral spreading
= movimenti
orizzontali del
terreno
Galleggiamento di
opere sotterranee
Collasso di opere
di sostegno e di
banchine portuali
Perdita di capacità
portante di
fondazioni
superficiali
Collasso in pendii
naturali ed
artificiali
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(http://www.ce.washington.edu/~liquefaction/html/main.html)
Quali effetti produce
Deposito sabbioso
omogeneo
(Rielab. e ridis. da C.Madiai, 2012)
tensioni di
contatto σ’ tra particelle
(By Kenji Ishihara (1985), Stability of natural
deposits during earthquakes. Proceedings,
11 th International Conference on Soil
Mechanics and Foundation Engineering .
S.Francisco.Vol.1 Pag. 321-376; Ridis. da
Facciorusso, 2012)
L’espulsione di acqua e materiale ed il successivo assestamento possono determinare una diminuzione
38
di volume.
Deposito sabbioso
con copertura
non liquefacibile
(Rielab. e ridis. da C.Madiai, 2012)
Nei siti in cui una copertura di bassa permeabilità è
presente al di sopra di uno strato liquefacibile, si può
determinare l’intrappolamento dell’acqua in pressione
con formazione di un’interfaccia di bassissima resistenza.
Si possono manifestare rotture per scorrimento e
deformazioni laterali
39
Prima del terremoto
Durante il terremoto
Schema del fenomeno della liquefazione indotta da un sisma
Sand boils = ribolliture di sabbia con
formazione di vulcanetti in
superficie e cedimenti
Sand boils a Loma Prieta, 1979.
40
LIQUEFAZIONE:
Ripetizione del fenomeno negli stessi siti
Effetti diversi nello stesso sito
Quando si è in presenza di eventi di intensità superiore alla soglia minima che determina il
fenomeno della liquefazione, sperimentalmente si è rilevato che questa tende a ripetersi negli
stessi siti ove ci sono notizie storiche che tali fenomeni si sono già verificati.
41
LIQUEFAZIONE:
Ripetizione del fenomeno negli stessi siti
Effetti diversi nello stesso sito
Gli effetti della liquefazione durante lo stesso sisma in uno stesso sito possono manifestare
gradi diversi di severità:
- in campo libero  dipende dalla natura del terreno
-in presenza di opere  dipende dalla natura del terreno e dalle caratteristiche sia
geometriche, che strutturali di una costruzione:
numero di piani
dimensioni in pianta
azioni in fondazione
profondità del piano di fondazione
tecniche fondali
materiali di costruzione
sistemi drenanti perimetrali alla costruzione e presenza di vespai
ulteriori fattori da valutare
42
43
Niigata (1964)
I
44
Collasso di terrapieni, rilevati stradali ed opere in terra
Izmit (1999)
Frana di Nikawa
45
Cedimenti indotti
46
heavy tamping
jet-grouting
47
APPENDICE
Circostanze per l'esclusione della verifica a liquefazione:
Se la magnitudo del terremoto atteso risulta inferiore a 5 si può escludere il verificarsi del fenomeno.
La Circostanza 1, sia nelle NTC 08, che nella revisione alle stesse, assume notevole importanza.
Si può operare applicando il Metodo delle Zone Sismogenetiche eseguendo l’estrazione dei dati dalla
Tab. 6, contenuta nel Rapporto conclusivo, aprile 2004 del Gruppo di lavoro per la redazione della
mappa sismica – INGV, prendendo come riferimento la magnitudo Mw della colonna 8 relativa alla ZS di
appartenenza di colonna 1. E’ evidente che il sito deve appartenere ad una delle 36 zone
sismogenetiche.
Zonazione sismogenetica ZS9
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Se il sito ricade in zona sismogenetica ZS9, come si
può osservare, praticamente si va sempre a verifica,
poiché Mw è in tutti i casi > 5.
Se il sito non ricade in alcuna zona sismogenetica si
determinano le minime distanze del sito (Ri) dalle
zone circostanti (i) e si verifica per ciascuna di esse se
la magnitudo della zona sismogenetica considerata
Mw(i) è inferiore o superiore alla magnitudo fornita
dalla relazione
Ms(i)= 1+3log(Ri)
Nel caso in cui almeno una Ms(i), calcolata per le
zone sismogenetiche circostanti, è inferiore alla Mw(i)
della stessa zona per la quale è stata calcolata Ms(i), si
assume per Mw il valore di magnitudo più alto tra le
magnitudo delle zone sismogenetiche circostanti
(Mwmax(i)=Mw):
Ms(i) < Mwmax(i) Mwmax
Se invece tutte le Ms(i) sono superiori alle Mw(i), si
determina la Mw con il metodo di disaggregazione:
Ms(i) > Mwmax(i)  Metodo di disaggregazione
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Zone sismogenetiche
ZS 907
ZS 906
ZS 911
Tortona-Bobbio
Mw(911) = 5.68
Begamasco
Mw(907) = 5.91
Garda-Veronese
Mw(906) = 6.60
(Tab. 6, col.8)
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Cremona
Ms(i)= 1+3log(Ri)
X
Mw(911) = 5.68
R911 = 11,97 km
Ms(911)= 4.24
ZS 907
Y R907= 19,76 km
ZS 906
Z R906 = 21,41 km
11,97=km
XR i=R911
11,97 km
ZS 911
Y
Mw(907) = 5.91
R907 = 19,76 km
Ms(907)= 4.88
Z
Mw(906) = 6.6
R906 = 21,41 km
Ms(906)= 4.99
Se
Ms(i)< Mw(i) Mwmax
Ms(911) < Mw(911)
Ms(907) < Mw(907)
Ms(906) < Mw(906)
Mwmax = 6.6
Si procede alla verifica a
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Liquefazione.
Canicattì
X
Mw(933) = 6.14
ZS933
ZS934
X
R933 = 53.30 km
Ms(i)= 1+3log(Ri)
Ms(933)= 6.18
R933 =R905
53.30
= km
99,04 km
R934 = 67.10 km
Y
ZS 911
Y
Mw(934) = 6.14
R934 = 67.10 km
Ms(i)= 1+3log(Ri)
Ms(934)= 6.48
Ms(933,934) > Mw(933,934)
Ms(i) > Mwmax(i)  Metodo di disaggregazione
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DISAGGREGAZIONE DELLA PERICOLOSITA’ SISMICA (Canicattì)
L'analisi della disaggregazione dei valori di a(g) riporta, per ogni nodo della griglia di calcolo, la valutazione
del contributo percentuale alla stima di pericolosità fornito da tutte le possibili coppie di valori di magnitudo
e distanza. Per ogni nodo della griglia sono anche riportati, dopo la tabella, i valori medi di M-D-ε.
Questo tipo di analisi è utile per l'individuazione della sorgente sismogenetica che contribuisce
maggiormente a produrre il valore di scuotimento stimato in termini probabilistici ed è utile in analisi di
microzonazione.
http://esse1-gis.mi.ingv.it/
Fig. a
Fig. b
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Obbligo di verifica per il punto 7.11.3.4.2 delle NTC 08
In genere, poiché trattasi di Magnitudo locale media Ml e non di Magnitudo momento
Mw si può utilizzare la magnitudo Ml che comprenda tuttavia una percentuale > 90%
dei contributi (v. tabella Magnitudo-Distanza).
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Esempio di Ml90%
Mw = 6.14 da ICMS
D = 0 ÷ 30 km
M l= 4.0 ÷ 6.0
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Ml 4.0 – 4.5
Ml 4.5 – 5.0
Ml 5.0 – 5.5
Ml 5.5 - 6.0
19.15 %
37.61
25.16
14.56
96.83 %
La Ml media < 5.0
escluderebbe la
verifica a liquefazione. Pertanto M si assume pari a 6.0 (7.11.3.4.2 delle NTC 08)
verifica a liquefazione.
Ma trattasi di Ml
media e non di Mw.
con conseguente
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Eros Aiello
Laboratorio di Geotecnica e Geoingegneria
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